公路橋梁施工掛籃反力架預壓試驗分析研究

劉政 向海岳

廣州市市政集團有限公司 廣東 廣州 510030

懸臂澆筑法在大跨徑公路橋梁施工中應用較為廣泛，為保證懸臂澆筑施工的安全性，同時為獲取掛籃結構彈性變形數據及消除非彈性變形，需要在掛籃正式使用前進行預壓試驗。

傳統掛籃預壓試驗加載方法主要以堆載為主，如沙袋、水箱、鋼筋等。高墩、高塔橋梁采用堆載預壓，由于所需堆載量過大，必須提前準備大量的堆載物，還要進行相應的制作和加工準備工作，工人操作空間狹小，安全隱患較多。而且都為高空作業，起吊有較大的安全隱患[1]。因此近年來掛籃預壓加載試驗方式不斷推陳出新，諸多專家學者對各種方式進行了研究分析。張維偉等[1]通過在某斜拉橋主墩承臺上預埋精軋螺紋鋼筋傳力至掛籃主桁前橫梁進行反支點掛籃預壓；王敬濤等[2]以老山河大橋為依托，研究了菱形掛籃桁架地面預壓加載工藝；黨濤等[3]以石川河特大橋為例，分析了在箱梁0號塊腹板安裝三角反力架，使用千斤頂反壓的加載試驗方式。在如上所述的幾類掛籃預壓試驗方式中，腹板安裝反力架反壓加載的試驗方式具有受場地影響小，加載過程便捷、高效，材料循環利用率高等優勢，針對大尺寸箱梁，此方法避免了堆載高度過大產生的傾覆、墜落等安全隱患。常規做法將反力架安裝于箱梁腹板端面，每個反力架配套一臺千斤頂即可模擬掛籃荷載，但對于寬度較大的箱梁，常規做法中千斤頂加載位置集中于腹板位置，難以準確模擬箱梁底板實際整體荷載分布，且在加載過程中底籃局部受力過大，有造成破壞的風險，導致預壓試驗可靠性、安全性不足。

筆者結合廣州大石水道橋掛籃預壓試驗，通過有限元模擬及現場試驗的數據驗證，探究出反力架預壓試驗的改進辦法。

1 工程概況

1.1 橋梁概況

大石水道橋為懸臂現澆預應力混凝土箱梁結構?？鐝?3m+125m+67m，箱梁斷面為單箱單室直腹。箱梁頂寬16.75m，底寬8.5m，翼緣板寬4.125m，根部梁高6.977m，腹板厚度50～85cm，底板厚32.3cm～84.3cm，頂板厚度30cm。由于0#塊長度僅4m，無法滿足掛籃拼裝場地要求，因此將箱梁0#和1#塊共同在托架上澆筑，總長度為10m，具備掛籃拼裝起始長度的條件，懸臂澆筑的箱梁中最重塊段為2#塊，長度3m，重量為189.4t。

1.2 掛籃概況

箱梁懸臂澆注采用菱形掛籃進行施工，由如下幾部分系統構成：

主桁系統：由菱形主桁架、橫向聯結系組成。桁架主桿件采用Q345材質鋼構件，桁架整體及各節點使用高強螺栓連接而成，無需現場焊接。橫向聯結系為L型鋼及槽鋼焊接成整體，與桁架進行栓接。

走行系統：包括軌道墊梁、軌道壓梁、行走軌道、前支座、反扣輪組、內外滑梁、吊架、千斤頂。

錨固系統：每側掛籃錨固系統采用6根Φ32精軋螺紋鋼筋分兩側將掛籃后端固定于梁頂，精軋螺紋鋼筋下端通過螺帽及墊板固定于箱梁箱室頂部，上端通過壓梁緊固掛籃主桁后箱室。

底籃系統：底籃為直接承重受力部位，該項目底籃采用H35型鋼縱梁，腹板下部間距20cm，箱室下部間距80cm，縱梁下部前后下橫梁均為2*H60型鋼。

懸吊系統：底藍前端設4個吊點，前吊帶采用鋼板吊帶，底藍后端設8個吊點，吊桿采用Φ32精軋螺紋鋼筋。

圖1 掛籃立面圖

2 掛籃反力架預壓加載分析

2.1 常規反力架預壓加載分析

常規反力架安裝于箱梁腹板，每個反力架下部放置一臺千斤頂，即單側掛籃由兩臺千斤頂同步分級加載，最大加載值取110%設計荷載。荷載通過千斤頂下部墊梁（型號2*I32b）傳遞至底模及底籃系統，最大重量節段為189.4t，每臺千斤頂加載最大值為1041.7KN。

圖2 常規反力架預壓加載

按此加載方式建立計算模型，對底籃受力、變形情況進行模擬計算，可知底籃系統在預壓荷載條件下，彎拉應力、剪切應力極值均出現于腹板下縱梁（型號H35型鋼）位置，彎拉應力最大值318.3MPa，剪切應力最大值74MPa。底籃最大形變28mm。掛籃底籃材料均為Q345鋼材，設計彎拉應力極限取305MPa，剪切應力極限取175MPa，由計算結果可知，此類加載方式若加載全部梁節段荷載，局部彎拉應力超出材料設計極限，容易對底籃縱梁造成破壞，存在一定安全隱患，且荷載過于集中，與實際施工情況偏差較大。

2.2 改進反力架預壓加載分析

此橋箱梁底寬達到8.5m，為更準確模擬箱梁底板實際整體荷載分布，對反力架加載方式進行改進，在腹板所安裝反力架下部平行底籃托梁方向焊接2*I45a水平橫向鋼梁，在鋼梁下部并排放置4臺千斤頂，利用等效荷載，計算各個千斤頂的最大預壓噸位，細分塊段中截面，得到多個矩形或梯形的面積[4]，如圖3所示。力矩平衡點選擇在截面對稱面，建立二元一次方程求解F1，F2預壓荷載設計值：

圖3 常規反力架預壓模擬計算結果

其中，F1為靠近腹板千斤頂荷載值，F2為靠近對稱面千斤頂荷載值；L1,L2為F1，F2至對稱面的距離；Ga～Gg為劃分各區域重力，Xa～Xg為劃分各區域質心至對稱面的距離，具體數值見表1。由此方程求得F1=699.5KN，F2=247.5KN。則按110%設計荷載，F1加載最大值為769.45KN，F2加載最大值為272.25KN。

表1 加載計算取值

按改進后的加載方式建立計算模型，對底籃受力、變形情況進行模擬計算，可知底籃系統在預壓荷載條件下，彎拉應力、剪切應力極值同樣出現于腹板下縱梁（型號HN350×175）位置，但彎拉應力最大值僅為225.2MPa，剪切應力最大值52.5MPa。底籃整體最大形變19mm。由計算結果可知，用改進后的加載方式加載全部梁節段荷載，底籃縱梁彎拉應力、剪切應力均處于材料設計極限值以內，試驗不會對底籃縱梁造成破壞，因此在現場試驗中采用改進后的加載方式，每側掛籃使用4臺千斤頂同時加載預壓。

3 掛籃反力架預壓改進后加載試驗

依照表1及圖4中相關數據和位置設置好反力架及千斤頂，按圖6在掛籃底籃前后下橫梁設置C1～C6高程測點，在兩側縱梁設置C7Z，C7Y兩個高程測點。依照表2設置每側4臺千斤頂分級加載荷載值以及持續時間。在加載達到110%設計荷載時，持續觀測各位移測點，確認變形穩定后再逐步卸載。

表2 預壓分級加載值

圖4 改進反力架預壓加載示意圖

圖5 改進反力架模擬計算結果

使用全站儀測量位移數據并記錄，可知左右幅大小里程側掛籃荷載-變形數據相近，且變化規律基本一致，如圖7～圖9為右幅10#軸大里程側荷載-變形曲線。由圖可知掛籃底籃在預壓加載過程中，最大變形值為C2測點，變形值-35mm，變形值為掛籃各部件變形值累加，因此數值大于底籃變形計算值，同步卸載后，各測點剩余變形值為-1至-3mm，由此可知該項目掛籃非彈性形變值僅-1至-3mm。

圖7 掛籃底籃前下橫梁荷載-變形曲線

圖8 掛籃底籃后下橫梁荷載-變形曲線

圖9 掛籃底籃縱梁荷載-變形曲線

4 結論

針對梁體較寬大的懸臂現澆單室箱梁掛籃預壓試驗，僅在腹板位置加載全部設計荷載可能會導致掛籃構件局部應力超限，造成損壞，且無法準確模擬掛籃實際受力情況。改進掛籃反力架結構，在腹板所安裝反力架下部平行底籃托梁方向焊接橫向鋼梁，使用多臺千斤頂分配加載可保證掛籃構件安全。利用等效荷載法確定多臺千斤頂的加載值，能夠以更貼近實際施工荷載的形式加載全部設計荷載，從而消除掛籃整體的非彈性形變，從試驗中獲得的彈性形變規律也為后續施工中底籃標高調整給予了量化依據，使得施工前對底籃的標高調整更為精確。